分體管殼式余熱鍋爐內(nèi)摩擦及局部壓降

邵懷爽1，馬海東1，陳杰2，時明偉2，胡濤2，趙欽新1

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分體管殼式余熱鍋爐內(nèi)摩擦及局部壓降

邵懷爽1，馬海東1，陳杰2，時明偉2，胡濤2，趙欽新1

（1西安交通大學熱流科學與工程教育部重點實驗室，陜西西安 710049；2北京航天石化技術裝備工程有限公司，北京 100166）

通過搭建可視化分體管殼式余熱鍋爐實驗平臺，對其下部管殼內(nèi)汽液兩相橫向沖刷水平管束時摩擦及局部壓降的計算進行了研究。在測量豎直上升管內(nèi)截面含汽率時，將粒子圖像測速（PIV）技術與傳統(tǒng)壓差法相結合，針對上升管中出現(xiàn)的泡狀流型，給出了計算截面含汽率的新方法；在豎直上升管內(nèi)定義了一種泡狀-段塞流的新流型，并分析得出將質(zhì)量含汽率=10-4作為區(qū)分泡狀流與泡狀-段塞流的邊界。根據(jù)汽液兩相橫向沖刷管束時摩擦壓降與局部壓降類似的產(chǎn)生規(guī)律，將兩者作為整體分析，通過借鑒Chisholm計算方法對實驗數(shù)據(jù)進行處理，重點對汽液兩相橫向沖刷管束時摩擦及局部壓降的計算進行研究，得到了可用于計算摩擦及局部壓降的關聯(lián)式。對所得實驗數(shù)據(jù)驗證計算后發(fā)現(xiàn)，誤差在±20%以內(nèi)，能夠較好地滿足工程計算需要。

余熱鍋爐；壓降；氣液兩相流；粒子圖像測速

引 言

我國余熱資源開發(fā)利用潛力巨大，管殼式余熱鍋爐因其結構優(yōu)勢成為石油、化工領域重要的余熱利用裝備[1]。為高效利用工業(yè)中普遍出現(xiàn)的大流量高溫煙氣，管殼式余熱鍋爐逐漸從單管殼結構發(fā)展成為以上升管和下降管連接的分體管殼結構。分體管殼式余熱鍋爐內(nèi)部流場的流動形式為自然循環(huán)，其運動壓頭來源于流動回路中因汽液兩相工質(zhì)密度差而引起的重位壓差，流動阻力為整個回路中工質(zhì)流動所產(chǎn)生的摩擦壓降以及局部壓降。在鍋爐內(nèi)部整個流動回路的壓降計算中，尤以下部管殼管束間汽液兩相壓降最為重要，計算的準確性直接關系到鍋爐運行時的循環(huán)倍率，這對于保證鍋爐汽水系統(tǒng)的正常安全運行至關重要。下部管殼管束間汽液兩相流動過程較為復雜，所涉及的壓降主要包括重位壓降、摩擦壓降、局部壓降以及加速壓降。其中，重位壓降可由汽水兩相的密度以及設計時取定的含汽率進行計算，加速壓降基本可以忽略不計[2]。而摩擦壓降以及局部壓降的影響因素較多，無法用理論關系式全面準確地對其進行描述，目前多借助于計算關聯(lián)式進行求解。

對于分體管殼式余熱鍋爐殼側管束間汽液兩相摩擦壓降以及局部壓降的計算尚沒有專門的計算方法與標準，目前在分體管殼式余熱鍋爐的設計過程中，摩擦壓降的計算主要參考管外側氣液兩相流體橫向沖刷管束時的計算關聯(lián)式；局部壓降的計算主要依據(jù)管子與集箱連接處局部阻力的計算關聯(lián)式。這類關聯(lián)式均采用兩相摩擦因子與Martinelli參數(shù)X相關聯(lián)，其中具有代表性的是由Grant等[3]、Schrage等[2]、Dowlati等[4]以及馬衛(wèi)民等[5]提出的計算模型。以上計算模型均是在特定實驗的基礎上得出，在相對應的流型和質(zhì)量流速等條件下進行計算時，可以保證一定的精確度，但對于超出實驗數(shù)據(jù)范圍的情況預測誤差較大[6]。此外，在獲得以上計算模型時所進行的實驗多以空氣-水為實驗工質(zhì)，這與分體管殼式余熱鍋爐殼側蒸汽-飽和水的汽液兩相工質(zhì)存在一定差異：蒸汽在飽和水中流動，兩相之間存在復雜的傳熱傳質(zhì)等問題，致使含汽率以及流型時刻發(fā)生變化，而空氣-水的氣液兩相間并不存在傳質(zhì)問題，并且蒸汽與空氣在物性上的差異同樣對摩擦及局部壓降產(chǎn)生影響。

由于缺少可用于分體管殼式余熱鍋爐殼側汽液兩相摩擦及局部壓降合理的計算公式，從而造成設計不合理，在鍋爐運行過程中時常引發(fā)局部區(qū)域汽塞和嚴重過熱等問題，嚴重時還會引起汽液兩相傳熱惡化并導致?lián)Q熱管以及管板開裂等失效事故。因此，為保證分體管殼式余熱鍋爐的合理設計以及安全運行，亟需對其下部管殼管束間汽液兩相流動時的摩擦壓降以及局部壓降展開專門研究。為此，本文通過設計并搭建可視化分體管殼式余熱鍋爐實驗平臺，在上升管處采用傳統(tǒng)壓差法與PIV測速裝置相結合的方式，對其下部管殼出口的質(zhì)量含汽率進行測量，進而分析管殼內(nèi)部管束間平均截面含汽率以及各壓降。通過借鑒Chisholm理論對所得實驗數(shù)據(jù)進行處理，重點對汽液兩相流體橫向沖刷管束時摩擦及局部壓降的計算進行了研究。

1 實驗裝置及實驗方法

1.1 實驗裝置

實驗系統(tǒng)如圖1所示，主要包括實驗主體部分、熱風供應系統(tǒng)、冷凝系統(tǒng)和測量裝置。實驗主體部分為設計加工的分體管殼式余熱鍋爐，本文所做研究主要針對鍋爐下部管殼內(nèi)的汽液兩相流動。為方便采用PIV粒子成像測速裝置對管內(nèi)工質(zhì)進行流速測量以及流型的捕捉，鍋爐外殼采用有機玻璃制成。管殼內(nèi)安裝31根光管管束，尺寸為38 mm×2 mm，錯列布置，如圖2所示。熱風供應系統(tǒng)由變頻離心風機和熱風加熱器組成，用于加熱空氣來模擬高溫余熱煙氣。冷凝系統(tǒng)由冷卻塔、水箱以及給水泵組成，用于冷凝余熱鍋爐產(chǎn)生的水蒸氣，維持實驗臺的熱平衡。測量裝置包括風速測量裝置、熱電偶（精度等級Ⅰ級）、壓差變送器（精度等級0.075）、轉子流量計以及PIV粒子成像測速系統(tǒng)等。

實驗系統(tǒng)中變頻離心風機和熱風加熱器分別用于供應和加熱空氣，通過安裝于風機出口均流段上的笛型均速管以及微壓計，可以實現(xiàn)風量的測量，同時，圖1所示實驗系統(tǒng)的相應位置安裝有數(shù)顯熱電偶以及數(shù)顯轉子流量計。采用以上測量值便可對鍋爐的熱力平衡進行計算。圖3為分體管殼式余熱鍋爐結構，包括下部的可視化管殼和上部的冷凝換熱器，其間通過3個上升管和3個下降管相連。在如圖1所示上升管以及下部管殼底部共取9個導壓孔，連接6臺壓差變送器（羅斯蒙特數(shù)顯式），分別用于測量下鍋筒內(nèi)以及上升管處的壓降。在冷凝換熱器的頂部開口，連接壓力指示表以及真空調(diào)節(jié)泵，調(diào)節(jié)鍋爐內(nèi)部的運行壓力。

1.2 實驗方法

實驗過程采用控制變量法，對風機出口風速、鍋爐入口風溫以及鍋爐內(nèi)部運行壓力3個參數(shù)進行調(diào)整組合。在鍋爐內(nèi)壓力一定時，調(diào)節(jié)熱風的風速和風溫，進而改變鍋爐熱負荷，間接調(diào)整鍋爐內(nèi)部的含汽率；在熱負荷一定時，調(diào)節(jié)鍋爐內(nèi)的壓力，進而改變爐內(nèi)工質(zhì)水的飽和溫度。鑒于分體管殼式余熱鍋爐的殼體采用有機玻璃制成，考慮到實驗過程的安全運行，鍋爐內(nèi)部采用負壓運行。

實驗進行前，需首先向鍋爐內(nèi)注入去離子水和示蹤粒子（聚苯乙烯），運行實驗系統(tǒng)待鍋爐內(nèi)部達到熱力平衡后，利用PIV對3個上升管以及下降管進行流速測量。PIV測量裝置組成及原理如圖4所示，被測流體流速一般為1～3 m·s-1，PIV系統(tǒng)兩路曝光時間差取150～200 μs，采用雙幀雙曝光模式[7]。利用PIV系統(tǒng)測量流速的同時需記錄下相應位置處壓差值，由此可利用壓差法原理對下部管殼出口（上升管入口）的含汽率進行計算。

鍋爐啟動前，使用真空泵調(diào)節(jié)爐內(nèi)壓力至設定工況的最小值（0.055 MPa），按照實驗流程完成該實驗工況后便可將爐內(nèi)真空度降低，進入下一設定工況進行實驗。由于實驗過程中采用負壓運行，鍋爐內(nèi)的壓力難以準確調(diào)節(jié)，而且壓力一旦升高，水的飽和沸點相應提高，很難利用真空泵再次降低鍋爐內(nèi)部壓力。因此對于鍋爐內(nèi)的壓力，共設定4個實驗工況點，實驗時根據(jù)情況選取3組。實際進行的實驗工況點如表1所示，共25組。

表1 實驗工況點

2 實驗結果及數(shù)據(jù)處理方法

本節(jié)對所得實驗數(shù)據(jù)進行處理，在上升管處利用壓差法計算下部管殼的出口質(zhì)量含汽率，進而對管殼內(nèi)部管束間的平均截面含汽率以及各壓降進行分析。

2.1 殼側及上升管內(nèi)流型分析

根據(jù)實驗過程中對分體管殼式余熱鍋爐內(nèi)部流動的觀測，可繪制出殼側汽液工質(zhì)流動過程中的流型分布，如圖5所示。可以看出，殼側管束內(nèi)的流動形式并不是單一流型，從下至上，管殼底部為單相的飽和水橫向沖刷管束流動，而隨著飽和水受熱蒸發(fā)，水蒸氣逐漸增多，流動形式變?yōu)槠恐饾u增大的泡狀流[8-12]。在管束最上層，汽量增大到一定程度后還可能出現(xiàn)輕微段塞流。

殼側管束間產(chǎn)生的蒸汽，在浮力作用下向上流動并進入上升管，部分蒸汽聚集在上升管入口附近，待汽量聚積到一定程度后以大氣泡的形式流入。圖6（a）～（d）分別為熱負荷由小到大變化時，CCD相機捕捉到的上升管內(nèi)汽液兩相的流型變化?？梢钥闯鰺嶝摵奢^小時，蒸汽主要以小氣泡的形式流過上升管，氣泡與管壁基本無接觸，為典型的泡狀流。隨著熱負荷增大，生成的蒸汽量增多，進入到上升管內(nèi)的大氣泡開始出現(xiàn)破碎、相互合并的現(xiàn)象，流動過程中的擾動加大，流動過程中飽和水與蒸汽均會與管壁有接觸，流型逐漸從泡狀流向段塞流轉變，但并沒達到實際段塞流的范疇，屬于泡狀流向段塞流的過渡階段，定義為泡狀-段塞流。

2.2 PIV流速測量結果

在去離子水中加入示蹤粒子，粒子隨工質(zhì)水一起流動，利用PIV裝置對3個上升管和3個下降管內(nèi)水的流速進行測量，在流場處理之前，需首先對PIV進行標定，由于測量對象為封閉的管內(nèi)流體，無法借助標準標定尺進行標定，而上升管外徑為標準尺寸，因此在每次后處理時可選取橫向管外徑（如圖7中的A點和B點）作為標定依據(jù)。圖7所示為CCD高速相機拍攝的某一幀畫面以及相應區(qū)域處理得出的飽和水的速度場分布，利用PIV系統(tǒng)自帶的后處理軟件，可以計算出該區(qū)域的平均流速。后處理過程中，對于氣相流速的處理，可直接把氣泡本身作為“示蹤對象”，利用連續(xù)兩幀圖像內(nèi)氣泡的運動距離進行計算，對于較大氣量條件下的測量，為方便辨識連續(xù)兩幀圖像中的同一氣泡，需進一步縮短曝光時間。

2.3 壓差法測量質(zhì)量含汽率

由文獻[13]提供的方法，根據(jù)上升管特定距離測量出的壓差對截面含汽率進行計算，即

式中，D為測量壓差，Pa；Df為汽液兩相流在豎直管段內(nèi)的摩擦壓降，Pa。

對于垂直上升管內(nèi)泡狀流的摩擦壓降可由式（2）求解

式中，L為連續(xù)相與管壁的摩擦系數(shù)，對于泡狀流連續(xù)相為飽和水；m為汽液兩相混合流速，m·s-1，可由式（3）計算[14-16]

m=/m(3)

=(1-)LL+gg(4)

L、g分別為飽和水和氣泡在上升管內(nèi)的流速，可通過PIV測量；為上升管內(nèi)質(zhì)量含汽率，與截面含汽率存在以下關系[17]

式中，為汽液滑速比，為PIV測出的氣速g與液速L的比值。摩擦系數(shù)的計算公式為[18-19]

利用以上步驟求解質(zhì)量含汽率或者截面含汽率時，需要首先假定，然后進行反復迭代，直至的值收斂為止，本文計算誤差取定為1%。

2.4 管束間平均截面含汽率的計算

由圖5以及流型分析可以看出，汽液兩相流體流經(jīng)殼側管束時，入口為飽和或未飽和水，含汽率為0，出口為具有一定質(zhì)量含汽率的汽液兩相流，由壓差法測量計算得出。根據(jù)以上條件可對管束間平均截面含汽率進行計算[20]

k=1-[1/(1+75.3+2)]0.5(<0.07)

k=1-[1/(1+32.7+2)]0.5(≥0.07) (9)

k為管束間平均截面含汽率；為量綱1氣相速度，其表達形式如下

=/[g(Lg)]0.5(10)

式中的質(zhì)量含汽率可直接代入出口上升管處測量計算出的質(zhì)量含汽率。

2.5 殼側各壓降分析

殼側總壓降可以表示為以下幾項壓降之和[21-22]

D=Dg+Dm+Df+Djb(11)

式中的Dg為汽液兩相流體的重位壓降，可以采用均相流模型計算

Dg=[kg+(1+k)L](12)

殼側汽液兩相流動截面會發(fā)生變化，應對加速壓降進行考慮，其計算公式為

式中的e、e均為出口處的質(zhì)量含汽率與截面含汽率，可直接采用壓差法的測量計算結果代入計算。

由測量得到的殼側總壓降D減去計算出的重位壓降Dg以及加速壓降Dm，即可得到汽液兩相橫向沖刷管束時的摩擦壓降Df和殼側出口段的局部壓降Djb之和。由于Chisholm計算方法是目前處理汽液兩相摩擦壓降時最為常用的理論模型，計算精確度相對較高[23]，另該理論認為汽液兩相局部壓降與摩擦壓降在不同汽液工況下所反映出的規(guī)律類似，均可利用壓降量綱1折算系數(shù)2L對Martinelli參數(shù)X進行擬合[2]，因此本文借鑒Chisholm的計算方法對實驗數(shù)據(jù)進行處理。

3 實驗結果分析

3.1 殼側壓降分析

圖8所示為實驗測得的殼側總壓降、計算得到的重位壓降、加速壓降以及摩擦和局部壓降。由圖中可以看出，在汽液兩相總壓降中，重位壓降是主要的組成部分，其次為摩擦及局部壓降、加速壓降。隨著出口質(zhì)量含汽率的不斷增大，汽液兩相的平均密度下降，導致重位壓降降低[14]，這有利于增加自然循環(huán)的運動壓頭，促進鍋爐內(nèi)汽水工質(zhì)的流動；然而流速增加的同時摩擦及局部壓降隨之增大，阻礙汽液兩相工質(zhì)流動，并可能造成局部受熱面?zhèn)鳠釔夯?/p>

從圖9摩擦及局部壓降與質(zhì)量含汽率的關系可以看出，隨著蒸汽量增多，汽液兩相摩擦阻力同時增大，這主要來源于以下兩個方面：① 含汽率的增多使得上升管與下降管之間的密度差增大，兩相工質(zhì)流速加快，摩擦阻力增大；② 汽量的增多促進了流動的紊亂度，汽液相間存在的滑移問題使得相間內(nèi)摩擦阻力也相應增大。

從圖9中也可以看出，摩擦及局部壓降數(shù)值在=10-4處存在明顯的轉折，對實驗過程中CCD捕捉到的上升管內(nèi)的流型以及所對應的質(zhì)量含汽率進行分析，在質(zhì)量含汽率=10-4后豎直上升管內(nèi)的大量氣泡均呈現(xiàn)出較明顯的聚集現(xiàn)象，因此粗略估計時，可以將=10-4作為泡狀流與本文定義的泡狀-段塞流的邊界，有關水蒸氣-飽和水在豎直上升管內(nèi)出現(xiàn)的泡狀-段塞流型有待后續(xù)進一步做細致研究。將摩擦壓降與局部壓降作為整體考慮時，通常同一工況條件下局部壓降的數(shù)值比摩擦壓降大，因此圖9中反映出的規(guī)律更趨向于局部壓降，這與馬衛(wèi)民等[1]對于氣液兩相流沖刷水平管束時摩擦壓降的研究結果相同，同時也再次印證了摩擦壓降與局部壓降具有相似規(guī)律的觀點，因此將摩擦壓降與局部壓降作為統(tǒng)一整體進行數(shù)據(jù)處理是合理的。

3.2 摩擦及局部壓降關聯(lián)式擬合

對于摩擦及局部壓降關聯(lián)式的擬合，借鑒Chisholm方法的基本理論，類似地定義汽液兩相摩擦及局部壓降量綱1折算系數(shù)為

由于將摩擦壓降與出口局部壓降作為整體進行考慮，如果對于全水壓降(Df+Djb)TW的計算，采用相同質(zhì)量流量下單相水的摩擦壓降以及局部壓降計算關聯(lián)式相加，勢必會造成更大的計算誤差。在本研究中，以每次鍋爐啟動時工質(zhì)水受熱自然循環(huán)流動條件下實際產(chǎn)生的摩擦及局部壓降，取平均值后作為參考。Chisholm理論中的Martinelli參數(shù)X為

將實驗所得數(shù)據(jù)按照式（15）處理后，得出壓降量綱1折算系數(shù)2L與Martinelli參數(shù)X的關系，如圖10所示。對圖中各數(shù)據(jù)點進行關聯(lián)式擬合，擬合曲線如圖所示，汽液兩相壓降量綱1折算系數(shù)2L對Martinelli參數(shù)X的擬合關聯(lián)式為

該關聯(lián)式適用范圍：分體管殼式余熱鍋爐下部管殼錯排管束，汽液兩相自然循環(huán)，0<≤4×10-4。

3.3 關聯(lián)式計算誤差分析

為校驗擬合公式的準確性，利用擬合出的計算公式對各實驗工況進行計算，計算結果同實驗測量值進行對比分析，計算偏差如圖11所示。從圖中可以看出，由于汽液兩相測量過程中不穩(wěn)定性較大，25個實驗工況點中除個別較大偏差實驗點，有22個處于±20%的誤差范圍內(nèi)，其中多數(shù)實驗數(shù)據(jù)點的計算誤差在15%以內(nèi)，可以滿足工程計算的需求。

4 結 論

（1）將PIV粒子成像測速技術應用于分體管殼式余熱鍋爐內(nèi)部流場的研究，可以對其上升管內(nèi)汽液兩相流速進行測定以及捕捉流型。

（2）改進壓差法測量截面含汽率，使之與PIV測速技術相結合，提供了可用于分析計算豎直上升管內(nèi)泡狀流型下截面含汽率的計算方法。

（3）通過對實驗數(shù)據(jù)以及CCD高速相機捕捉到的畫面分析，可以將質(zhì)量含汽率=10-4作為垂直上升管中泡狀流與泡狀-段塞流的分界。

（4）根據(jù)汽液兩相流體橫向沖刷管束時摩擦壓降以及上升管入口處局部壓降相似的產(chǎn)生規(guī)律，提出將兩者作為整體進行摩擦及局部壓降關聯(lián)式擬合，方便工程設計計算；借鑒Chisholm基本理論，擬合得出管殼余熱鍋爐下部管殼殼側摩擦及局部壓降的計算關聯(lián)式，適用范圍為：錯排管束，汽液兩相自然循環(huán)，0<≤4×10-4；計算誤差在20%之內(nèi)，可以滿足工程中對于分體管殼式余熱鍋爐的設計計算需要。

符 號 說 明

D——直徑，m f——摩擦系數(shù) G——質(zhì)量流速，kg·(m3·s)-1 h——高度，m L——長度，m Re——Reynolds數(shù) a——平均截面含汽率 ak——管殼間平均截面含汽率 m——動力黏度，Pa·s r——密度，kg·m-3 j2L——壓降量綱1折算系數(shù)

References

[1] 馬衛(wèi)民, 張鳴遠,陳學俊. 管殼式換熱器內(nèi)氣液兩相流沖刷垂直管束的阻力特性研究[J]. 應用力學學報,1994, (4): 51-56. MA W M,ZHANG M Y,CHEN X J. Resistance characteristics of gas-liquid two phase flow cross vertical tube bundle in tube shell heat exchanger [J]. Chinese Journal of Applied Mechanics,1994, (4): 51-56.

[2] SCHRAGE D S,HSU J T,JENSEN M K. Two-phase pressure drop in vertical crossflow across a horizontal tube bundle[J]. AICHE Journal,1988,34(1): 107-115.

[3] GRANT I,CHISHOLM D. Two-phase flow on the shell-side of a segmentally baffled shell-and-tube heat exchanger [J]. Journal of Heat Transfer,1979, 101(1): 38-42.

[4] DOWLATI R,KAWAJI M,CHAN A. Two-phase cross-flow and boiling heat transfer in horizontal tube bundles [J]. Journal of Heat Transfer,1996,118(1): 124-131.

[5] 馬衛(wèi)民,陳學俊, 張鳴遠. 管殼式換熱器內(nèi)氣液兩相流沖刷管束的流型研究[J]. 化工機械,1994, (1): 8-12. MA W M,CHEN X J,ZHANG M Y. Flow pattern study of gas-liquid two-phase flow cross tube bundle in tube shell heat exchanger [J]. Chemical Engineering & Machinary,1994, (1): 8-12.

[6] SWAIN A,DAS M K. A review on saturated boiling of liquids on tube bundles[J]. Heat and Mass Transfer,2014,50(5): 617-637.

[7] 萬立國,任慶凱,田曦,等. PIV技術及其在兩相流測量中的應用[J]. 環(huán)境科學與技術,2010, (S2): 463-467. WAN L G,REN Q K,TIAN X,PIV technique and its application in two-phase flow measurement[J]. Environmental Science & Technology,2010, (S2): 463-467.

[8] 陳斌,傅宇晨,郭烈錦,等. 水平管束間氣液兩相流局部含氣率分布的實驗研究[J]. 化工學報,2003,54(3): 316-320. CHEN B,FU Y C,GUO L J,Experimental investigation of distribution of void fraction between horizontal tube bundle [J]. Journal of Chemical Industry and Engineering(China),2003,54(3): 316-320.

[9] 徐國平,王啟杰, 楊小瓊. 氣液兩相流沿垂直向下橫掠水平管束時的流型及其轉變特性[J]. 化工學報,1993,44(2): 250-253. XU G P,WANG Q J,YANG X Q. Gas-liquid two-phase flow patterns and their transition characteristics in vertical downflow across a horizontal tube bundle [J]. Journal of Chemical Industry and Engineering(China),1993,44(2): 250-253.

[10] APRIN L,MERCIER P,TADRIST L. Experimental analysis of local void fractions measurements for boiling hydrocarbons in complex geometry[J]. International Journal of Multiphase Flow,2007,33(4): 371-393.

[11] KANIZAWA F T,RIBATSKI G. Two-phase flow patterns across triangular tube bundles for air-water upward flow[J]. International Journal of Multiphase Flow,2016,80: 43-56.

[12] WENPENG H,YUNLONG L,YAN L. Investigation on gas-liquid two-phase flow patterns across an in-line tube bundles[C]//2015 Fifth International Conference on Instrumentation and Measurement,Computer,Communication and Control (IMCCC). IEEE,2015: 761-766.

[13] 羅毓珊,李愛華,陳聽寬,等. 差壓法測量兩相流相含率的研究[J]. 工程熱物理學報,2004,25(5): 789-792. LUO Y S,LI A H,CHEN T K,Investigation on measurement of phase fraction in two phase flow using pressure drop method[J]. Journal of Engineering Thermophysics,2004,25(5): 789-792.

[14] TRIPATHI A,SINGH A K. A review on heat transfer and pressure drop correlations in solid circular finned tube bundles positioned at inline and staggered arrangement in cross flow [J]. International Journal of Research in Aeronautical and Mechanical Engineering Mechanical Engineering,2015,3: 61-67.

[15] ZHANG K,FAN Y Q,TIAN W X,Pressure drop characteristics of two-phase flow in a vertical rod bundle with support plates[J]. Nuclear Engineering and Design,2016,300: 322-329.

[16] 洪文鵬,王宣宇,陳柄君. 氣液兩相流繞管束流動壓降特性實驗研究[J]. 東北電力大學學報,2012,32(6): 67-71. HONG W P,WANG X Y,CHEN B J. Experimental investigation of gas-liquid two-phase pressure drop across tube bundle [J]. Journal of Northeast Dianli University,2012,32(6): 67-71.

[17] S?RENSEN K,FRANCO A,PELAGOTTI L,Modeling of a cross flow evaporator for CSP application: analysis of the use of different two phase heat transfer and pressure drop correlations [J]. International Journal of Thermal Sciences,2016,107: 66-76.

[18] KANIZAWA F T,RIBATSKI G. Two-phase pressure drop during upward cross flow in triangular tube bundle[C]//MATEC Web of Conferences. EDP Sciences,2014: 01006.

[19] 林宗虎,王樹眾. 氣液兩相流和沸騰傳熱[M]. 西安: 西安交通大學出版社,2003: 104-124. LIN Z H,WANG S Z. Gas-liquid Two-phase Flow and Boiling Heat Transfer[M]. Xi’an: Xi’an Jiaotong University Press,2003: 104-124.

[20] 楊小瓊,王啟杰,王偉,等. TEMA-F型換熱器殼側油-氣混合物兩相流流動特性[J]. 化工學報,1994, 45(6): 743-747. YANG X Q,WANG Q J,WANG W,Flow characteristics of gas-oil two-phase flow in the shell side of TEMA-F heat exchanger [J]. Journal of Chemical Industry and Engineering(China),1994,45(6): 743-746.

[21] HORGUE P,AUGIER F,DURU P,Experimental and numerical study of two-phase flows in arrays of cylinders[J]. Chemical Engineering Science,2013,102: 335-345.

[22] 沈勝強,劉華,馮寅,等. 真空條件下蒸汽橫掠水平降膜管束的流動阻力[J]. 化工學報,2013,64(3): 886-890. SHEN S Q,LIU H,FENG Y,Steam flow resistance across horizontal tube bundle under vacuum condition [J]. CIESC Journal,2013,64(3): 886-890.

[23] 焦鳳,鄧先和,孫大力,等. 管束排列及管間距對換熱器傳熱性能的影響[J]. 石油學報(石油加工),2013,29(5): 836-843. JIAO F,DENG X H,SUN D L,Effects of tube arrangements and longitudinal tube spacing on heat transfer performance of heat exchanger[J]. Acta Petrolei Sinica(Petroleum Processing Section),2013,29(5): 836-843.

Frictional and local pressure drops in waste heat recovery boiler of split shell-tube structure

SHAO Huaishuang1,MA Haidong1,CHEN Jie2,SHI Mingwei2,HU Tao2,ZHAO Qinxin1

(1Key Laboratory of Thermo-Fluid Science and Engineering, Ministry of Education, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, Shaanxi, China;2Beijing Aerospace Petrochemical Technology & Equipment Engineering Corporation Limited, Beijing 100166, China)

The calculation of frictional and local pressure drops inside lower shell tubes upon a vapor-liquid two-phase flow running through horizontal tube bundles was studied on a visualizable experimental platform of split shell-tube waste heat recovery boiler. PIV flow velocity measurement technique was combined with traditional differential pressure method to measure cross-sectional vapor fraction in vertical upward tubes. A new method for calculating cross-sectional vapor fraction was proposed according to the bubble flow pattern. A new bubble-slug flow pattern was defined with vapor mass fraction=10-4as the boundary condition to distinguish bubble flow and bubble-slug flow in vertical upward tubes. Based on the similarity of their occurrences under a circumstance of a vapor-liquid two-phase flow running through horizontal tube bundles, both frictional and local pressure drops were analyzed integrally. A new correlation equation to calculate frictional and local pressure drops was obtained after processed experimental data by the Chisholm method and studied calculation of frictional and local pressure drops. Validation of the correlation equation with experimental data showed an error within ±20%, indicating that the equation could meet the needs of engineering calculation.

heat recovery boiler; pressure drop; gas-liquid flow；PIV

2015-12-14.

ZHAO Qinxin，zhaoqx@mail.xjtu.edu.cn

10.11949/j.issn.0438-1157.20151891

TK 16

A

0438—1157（2016）10—4118—08

2015-12-14收到初稿，2016-07-16收到修改稿。

聯(lián)系人：趙欽新。第一作者：邵懷爽（1990—），男，博士研究生。